芯筒式双法兰刚性连接平面及减震框架试验对比分析

张爱林，王庆博，张艳霞1,，上官广浩，刘安然

(1.北京建筑大学，北京未来城市设计高精尖创新中心，北京100044；2.北京建筑大学土木与交通工程学院，北京100044；3.北京工业大学，北京市高层和大跨度预应力钢结构工程技术研究中心，北京100124)

装配式钢结构符合我国建筑产业化发展的需要，研发装配式钢结构高效连接框架，实现建筑产业从高能耗、高人工、高消耗的状态，向绿色环保、高速高质新模式的转变，将成为未来中国建筑发展的趋势。

近年来，国内外学者对多高层装配式钢结构框架及其关键连接技术进行了一系列创新和研究。栾宇等[1]对应用法兰连接节点的圆管结构进行了非线性动力分析；王元清等[2]对全螺栓法兰连接节点的抗弯性能进行研究并给出了设计模型；刘康等[3]提出了一种方钢管柱对穿螺栓柱拼接节点，并对节点进行了轴压破坏试验；刘学春等[4]对调整后的柱与柱座的法兰连接、梁柱的半刚性连接进行了试验研究；Blachowski 和Gutkowski[5]对应用于高耸塔类结构中的罐装法兰连接节点进行了非线性数值分析；丁娟等[6]对采用钢板攻丝高强螺栓法兰方钢管柱连接节点进行了静力和拟静力试验；刘学春等[7−8]以柔性法兰钢柱为对象，对多高层装配式法兰连接方钢管柱进行了拉-弯-剪及压-弯-剪工况下试验研究及有限元分析；笠井和彦和城台顕[9]对4种间柱型粘滞阻尼器进行了动力试验研究和理论分析，提出了简易的方法评估刚度和滞回性能；鈴井康正等[10]对具有4个摩擦面的中间柱型阻尼器进行了拟动力试验研究；任文杰等[11]研制了一种新型自复位变摩擦阻尼器并对其进行了拉压循环力学试验；刘少波和李爱群等[12]研制出一种泡沫铝/聚氨酯复合材料摩擦阻尼器并进行了相关试验研究；朱立华等[13]提出了一种由多种耗能单元组成的新型格栅式摩擦阻尼器并进行了试验研究；张爱林等[14−15]将中间柱型阻尼器应用于装配式自复位钢框架体系中，并进行了静力推覆及拟动力试验研究。

2016 年−2017年，课题组提出了一种装配式钢结构芯筒式全螺栓柱连接刚性节点，并完成了低周往复荷载下的足尺节点试验研究、数值模拟及变参数分析。在此试验研究基础上，构建两榀适合多高层建筑、高烈度地区及跨度较大钢结构的芯筒式双法兰刚性连接节点平面框架及减震框架，设计并完成拟动力试验，对比研究平面框架及减震框架的滞回性能、承载力、刚度退化、典型部位应变变化等力学性能，并对中间柱型阻尼器在减震框架中的工作机制进行研究。

1 芯筒式双法兰刚性连接平面框架及减震框架构造

芯筒式双法兰刚性连接平面框架构造如图1所示，框架由三部分组成，包括框架柱、框架梁、标准柱座。标准柱座细部构造如图2所示。上柱与下柱之间通过标准芯筒-柱座单元采用高强螺栓连接。在上、下柱及柱座设置法兰板并采用10.9 s M24摩擦型高强螺栓连接完成竖向构件的高效装配，标准柱座与水平构件通过连接板及剪切板进行全螺栓连接。

在芯筒式双法兰刚性连接平面框架基础上，增加中间柱型摩擦阻尼器形成芯筒式双法兰刚性连接减震框架，增加了中间柱后，在中间柱型阻尼器未滑移时，中间柱刚接，在中间柱型阻尼器滑动后，中间柱对框架梁约束减弱，在整个过程中，减震框架梁线刚度大于平面框架，梁柱线刚度比增大，梁端所分配弯矩增大，柱脚分配弯矩减小，从而起到保护柱脚的作用，减震框架构造如图3所示。中间柱型阻尼器构造如图4所示，由上中间柱、下中间柱及阻尼装置构成，阻尼装置由1块T型板及2块L型板组成，钢板间夹设2块黄铜板以提供稳定的摩擦力。T型板及L型板上设圆孔与上、下中间柱端板通过摩擦型高强螺栓进行连接，阻尼装置内T 型板开设长孔、L 型板及黄铜板开设圆孔，通过10.9 s M16摩擦型高强螺栓进行连接，形成中间柱型摩擦阻尼器。

2 试验设计

2.1 原型结构与试验结构

图1 平面框架构造 /mm Fig.1 Construction of the frame

图2 标准柱座细部构造Fig.2 Details of the standard column base

芯筒式双法兰刚性连接平面框架以首都师范大学附属中学教学楼为原型结构，按照正常的规范要求进行0.7倍缩尺设计，轴压比与实际工程保持一致为0.21，减震框架在平面框架的基础上增加中间柱型阻尼器形成。图5为原型结构平面图，选取图中虚线框选的1榀框架首层为原型结构开展拟动力试验研究，框架柱截面尺寸□500 mm×500 mm×25 mm，框架梁尺寸H500 mm×300 mm×18 mm×22 mm，缩尺后的试验结构的主要构件尺寸见表1。

芯筒式双法兰刚性连接平面框架及减震框架试验在北京建筑大学工程结构实验室完成，对结构各主要构件进行设计时，主要满足以下原则：

1)柱拼接节点：芯筒未与上、下柱接触并共同工作时，高强螺栓群受剪、受拉及受拉剪组合应分别满足[16]：

图3 减震框架构造 /mm Fig.3 Construction of shock absorption frame

图4 中间柱型阻尼器细部构造Fig.4 Detailed construction of intermediate column with friction dampers

图5 原型结构平面图Fig.5 Plan of prototype structure

式中：Nvb为一个高强度螺栓的受剪承载力设计值；k为孔型系数，标准孔取1.0；大圆孔取0.85；内力与槽孔长向垂直时取0.7；内力与槽孔长向平行时取0.6；nf为传力摩擦面数目；µ为摩擦面的抗滑移系数；P为一个高强度螺栓的预拉力设计值。

芯筒与上、下柱接触并共同工作时，芯筒抵抗节点所受水平剪力，高强螺栓群需满足受拉承载力要求：

表1 主要构件尺寸Table 1 Size of components of specimens

2.2 加载装置

拟动力试验加载采用电液伺服加载系统进行加载，加载装置如图6和图7所示。在距梁两端1/3处设置2对侧向支撑进行面外约束，侧向支撑与梁接触点处设置聚四氟乙烯板减少摩擦，保证框架仅在面内方向发生变形及框架梁的整体稳定性。由2个200 t 电液伺服作动器施加竖向荷载至预定轴压比并在整个试验过程中保持不变，轴压比为0.21，轴力为1050 kN。由1个200 t 电液伺服作动器进行水平方向加载。

2.3 测点布置与量测

2.3.1荷载

试验过程中的竖向荷载及水平荷载均由电液伺服作动器内部传感器进行测量。

图6 平面框架加载装置示意图Fig.6 Test setup schematic of frame

图7 减震框架加载装置示意图Fig.7 Test setup schematic of shock absorption frame

2.3.2螺栓预拉力

如图8所示，平面框架及减震框架标准柱座与上、下柱法兰连接处各设置2个量程为500 kN的压力传感器测量高强螺栓预拉力[18]。减震框架中间柱型摩擦阻尼器处高强螺栓预拉力采用4个量程为300 kN 的压力传感器进行测量，如图9所示。

图8 柱座高强螺栓测点布置Fig.8 Transducer arrangement for high-strength bolts of the column base

图9 阻尼器高强螺栓测点布置Fig.9 Transducer arrangement for high-strength bolts of the friction dampers

2.3.3位移的测量

芯筒式双法兰刚性连接减震框架电阻位移计布置情况如图10所示。除中间柱型阻尼器设置区域，芯筒式双法兰刚性连接平面框架电阻位移计布置情况与减震框架保持一致。东侧标准柱座上、下法兰各布置1个量程为±25 mm 的位移计测量法兰板滑移；东柱柱座中间高度位置设置2个量程为±200 mm 的位移计测量结构侧移，东西柱柱脚位置各设置1个量程为50 mm 的位移计测量柱脚滑移。中间柱型阻尼器两侧设置2个量程为±150 mm 位移计测量阻尼器滑移，柱脚设1个量程±50 mm 位移计测量柱脚滑移。

2.3.4应变的测量

减震框架应变片布置情况如图11所示，除中间柱型阻尼器设置区域，平面框架的应变片布置与减震框架保持一致。沿框架柱外部、框架梁翼缘及腹板、八边形芯筒内部、标准柱座截面周长，及法兰板、剪切板、梁内外侧连接盖板平面进行应变片的横向及纵向布置，对节点域及主要结构构件进行应变监测。在中间柱型阻尼器与框架梁节点域位置布置应变片，并在中间柱翼缘及腹板环向、阻尼装置平面进行应变片布置，对中间柱型阻尼器各部位的应变变化进行实时监测。

图10 减震框架位移计布置/mm Fig.10 Arrangement of displacement parameters for shock absorption frame

图11 减震框架应变片布置Fig.11 Strain gauges arrangement of shock absorption frame

2.4 材料性质

钢结构部件均采用Q345B钢材，涉及板件厚有10 mm、12 mm、14 mm 及20 mm 四种，根据《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》(GB/T 2975−2018)[19]板件试样规定进行标准拉伸试件设计[20]，每种试件制作3个试样，使用万能试验机对试样进行单向拉伸试验，板件力学性能试验结果如表2所示。根据材性试验结果，取屈服应变为1800µε。试验中采用的黄铜板与钢板之间的摩擦系数通过文献[21]试验计算得到为0.34。

表2 标准板状试样材性试验数据Table 2 Material properties data of standard plate specimens

2.5 加载制度

本试验分为拟动力试验和拟静力试验两部分，研究减震框架及平面框架在地震作用及大变形下的力学性能，先对减震框架及平面框架进行0.07g、0.20g、0.40g、0.51g、0.62g震级下的拟动力试验，在结构刚进入塑性状态时停止拟动力试验，在此基础上进行拟静力试验。限于篇幅，本文只写拟动力试验部分。

拟动力试验选取工程常用EL-Centro Array#9台站记录的Imperial Valley 主方向地震动，其幅值与持时满足规范要求。8度罕遇地震水平(PGA=0.40g)EL-Centro波主方向地震动时程如图12所示，加速度反应谱如图13所示。

图12 El-Centro波主方向加速度时程Fig.12 Acceleration time history in main direction of EL-Centro

图13 加速度反应谱Fig.13 Acceleration spectrum

对应《建筑抗震设计规范》(GB 50011−2016)[17]中所规定8度(0.20g)多遇、设防、罕遇、8度(0.30g)罕遇、9度罕遇5个不同地震水平对El-Centro主方向地震动数据进行调幅，并按照地震动峰值加速度由小到大的顺序(即PGA=0.07g、0.20g、0.40g、0.51g、0.62g)依次输入至试验平台中以进行不同水准地震作用下的拟动力试验。地震动原时间步长0.01 s，试验结构较原型结构缩尺0.7，试验加载地震动的时间步长考虑缩尺比例调整至0.00836 s[22]，阻尼比取0.05。

3 试验结果对比分析

3.1 试验现象

平面框架及减震框架历经8度多遇、设防、罕遇、8度罕遇(0.30g)及9度罕遇五个不同的震级作用(PGA=0.07g、0.20g、0.40g、0.51g和0.62g)，减震框架试验结构的层间位移角始终小于平面框架，对结构层间位移角的控制能力较好。平面框架柱脚在8度半罕遇地震(PGA=0.51g)作用下发生较小屈曲变形，其余各典型部位均无明显损伤；减震框架各典型部位均无明显损伤，如图14所示。平面框架及减震框架上、下法兰板无相对滑移，法兰板无开口，螺栓预拉力基本无降低。图15为PGA=0.51g时减震框架中间柱变形情况。在9 度罕遇地震(PGA=0.62g)作用下，减震框架梁端翼缘、腹板、柱节点域均未产生变形，法兰板无变形及相对滑移，柱脚产生微小屈曲，中间柱型阻尼器滑移增大，如图16所示。

图14 0.51 g 平面框架、减震框架及典型部位试验照片Fig.14 Test photographsof the typical parts of frameand shock absorption frame for PGA=0.51 g

图15 0.51 g 中间柱阻尼器变形图Fig.15 Deformation of intermediate column with friction damper for PGA=0.51 g

图16 0.62 g 减震框架典型部位试验照片Fig.16 Test photographs of the typical parts of shock absorption frame for PGA=0.62 g

3.2 地震动峰值与试验结构顶部水平加载的关系

在不同地震动等级加载下，地震动峰值与试验结构顶部水平加载的关系曲线如图17所示。在PGA=0.07g～0.62g的加载过程中，随着地震动峰值的增加，减震框架及平面框架顶部结构水平力呈上升趋势，减震框架在PGA=0.51g时，结构顶部水平力上升趋势减缓；平面框架在PGA=0.40g时，结构顶部水平力上升减缓。在PGA=0.07g、0.20g时减震框架结构顶部水平力大于平面框架；在PGA=0.40g时，减震框架中间柱型阻尼器开始滑移，平面框架柱脚接近塑性，减震框架结构顶部水平力小于平面框架；在PGA=0.51g时，减震框架顶部结构水平力大于平面框架。

3.3 层间位移角及位移时程

在8度多遇、设防、罕遇地震及8度半罕遇、9度罕遇地震作用下，平面框架及减震框架位移时程曲线如图18所示，表3为平面框架及减震框架最大位移及层间位移角。8度多遇地震作用下，平面框架的层间位移角为1/879 rad，减震框架的层间位移角为1/1000 rad，均小于《建筑抗震设计规范》(GB 50011−2016)[17]中所规定的弹性层间位移角限值1/250 rad。8度罕遇地震作用下平面框架的层间位移角为1/128 rad，减震框架的层间位移角为1/196 rad，8度半罕遇地震作用下，平面框架层间位移角为1/128 rad，减震框架层间位移角为1/143 rad，远小于规范中所规定的弹性层间位移角限值1/50 rad，减震框架的层间位移角均小于平面框架。

图17 地震动峰值与试验结构顶部水平加载的关系曲线Fig.17 Relation curves of peak ground accelerations and horizontal loading on the top of test substructure

图18 El-Centro波不同震级作用下平面框架及减震框架位移时程曲线Fig.18 Displacement response of frame and shock absorption frame under El-centro ground motions with various magnitudes

表3 平面框架及减震框架最大位移及层间位移角Table 3 The maximum displacement and story drift of frame and shock absorption frame

平面框架及减震框架在8度(0.20g)罕遇及8度半(0.30g)罕遇地震作用下表现出良好的抗震性能。当地震动水平达到9度罕遇(PGA=0.62g)时，减震框架试验子结构的最大层间位移角为1/111 rad，仍小于弹塑性层间位移角限值1/50 rad。中间柱型阻尼器能够提高平面框架刚度，控制层间位移角，在大震下仍分担一定侧力，有效保护主体结构。

3.4 滞回曲线

图19所示为PGA=0.07g～0.51g时平面框架及减震框架的滞回曲线。当PGA=0.07g、0.20g时，平面框架及减震框架的滞回曲线均呈线性，由图19可知减震框架刚度明显大于平面框架，中间柱型阻尼器在多遇及设防地震作用下为减震框架提供刚度，控制结构的层间位移角从而避免主体结构损伤。

图19 El-Centro波不同震级作用下试验子结构滞回曲线Fig.19 Hysteresis loops of test sub-structure under El-Centro with various magnitudes

当PGA=0.40g时，平面框架与减震框架均产生微小滞回环。8度(0.20g)罕遇地震作用(PGA=0.40g)下，平面框架柱脚接近塑性，随着水平侧移增大，抵消结构内部初始安装误差、部件间发生小滑移和错动致使滞回曲线出现环状；减震框架在罕遇地震作用下结构仍处于弹性状态，结构水平荷载克服中间柱型阻尼器最大静摩擦力，阻尼器开始滑移耗能，形成微小滞回环。

当PGA=0.51g时，平面框架及减震框架滞回环较饱满，减震框架刚度仍大于平面框架。平面框架柱脚产生塑性，结构通过柱脚塑性发展耗散大量能量，等效粘滞阻尼比为14.56%；减震框架结构主体在该震级下仍处于弹性状态，中间柱型阻尼器滑移增加，耗能增大，阻尼器耗能显著，有效保护了主体结构，延缓塑性发展，等效粘滞阻尼比为11.58%。

当PGA=0.62g时，减震框架滞回曲线较上一级更加饱满，结构柱脚产生塑性，减震框架其余各典型部位无塑性发展，均处于弹性状态，滞回环主要由阻尼器滑移摩擦耗能及柱脚塑性变形耗能形成。

3.5 应变变化情况

表4 为不同震级下典型部位的应变峰值。由表4 可知，在EL-Centro波多遇地震作用下，平面框架及其减震框架均处于完全弹性状态，减震框架芯筒、上下法兰板应变对比平面框架小，节点域应变较大，两试验框架节点均具有良好的刚接效果，减震框架柱脚应变小于平面框架。设防地震作用下，平面框架及减震框架仍处于完全弹性状态，平面框架柱脚应变大于减震框架，减震框架中间柱型阻尼器无滑移产生，仅提供抗侧刚度，与主体抗侧构件共同分担地震力并控制层间位移角。

表4 不同震级典型部位应变峰值Table 4 Maximum strain of typical parts for various magnitudes

当地震动水平达到8度罕遇地震时，平面框架柱脚应变达到了1706.49µε，接近屈服应变1800µε，而减震框架柱脚应变最大值仅为1123.59µε；平面框架的节点域、芯筒及上下法兰应变持续增长，减震框架增幅及数值小于平面框架。中间柱型阻尼器在该震级下摩擦耗能机制启动，但仍具有一定刚度，能够同时起到控制结构侧移并耗能的作用，避免或减少主体结构塑性损伤。

图20 0.51 g 平面框架及减震框架典型部位应变时程对比Fig.20 Comparison strain variation of frame and shock absorption frame for PGA=0.51 g

在8度(0.30g)罕遇地震作用下(如图20所示)，平面框架各典型部位构件应变均大于减震框架，试验结束后平面框架柱脚达到为2555.63µε 进入塑性状态，减震框架同为柱脚应变值最大为1414.66µε，仍保持弹性。减震框架中间柱型阻尼器滑移增大，耗能增加，保护结构梁、柱及节点域等主要构件，延缓结构塑性发展，控制结构损伤。

在9度罕遇地震作用下(如图21所示)，减震框架芯筒应变达到1667.71µε，与柱协同工作能力因接触充分增强，有效加强节点域、限值法兰板相对滑移、减缓节点塑性发展，芯筒式双法兰节点连接性能良好。东柱柱脚西侧出现了应变较大突变，由于试验加载是沿着东西方向进行加载，加载端在框架西侧，加载不对称，在0.62g时东柱柱脚西侧出现鼓曲，进入塑性，最大应变为3702.44µε。中间柱型阻尼器滑移耗能占结构总体耗能42.37%，有效控制结构塑性损伤，耗能效果显著。

3.6 螺栓预拉力损失

表5所示为平面框架及减震框架柱拼接节点高强螺栓预拉力及其在不同震级下高强螺栓预拉力损失，图22为8度(0.30g)罕遇地震作用下平面框架及减震框架螺栓预拉力损失时程曲线。

在8度多遇及设防地震作用下，平面框架及其减震框架最大损失螺栓预拉力分别为5.09 kN(2.23%)和2.07 kN(0.92%)，8度罕遇地震作用下，两框架的螺栓预拉力损失最大值分别为5.63 kN(2.47%)和2.61 kN(1.17%)。8度(0.30 g)罕遇地震作用下，两框架的螺栓预拉力损失最大值分别为6.84 kN(3%)和2.74 kN(1.2%)，在地震峰值加速度为0.07g～0.51g过程中，减震框架各螺栓预拉力损失均小于平面框架。

9度罕遇地震作用下(PGA=0.62g)，减震框架最大预拉力损失仅为3.69 kN，较初始预拉力最大仅降低了1.64%。拟动力试验结束后，螺栓预拉力仍与设计预拉力非常相近，法兰板间基本无相对滑移，柱拼接节点连接可靠。

4 动力荷载作用下中间柱型阻尼器工作机理分析

4.1 刚度贡献

拟动力试验过程中，结构刚度随试验循环周数、结构变形增加及拼接构件间微小错动而减小，采用割线刚度表达结构在不同震级水平地震作用下的实时刚度Ki[22]，以式(9)进行计算：

图21 PGA=0.62 g 减震框架典型部位应变时程Fig.21 Strain variation of shock absorption frameground motionsfor PGA=0.62 g

表5 不同震级柱拼接节点高强螺栓预拉力最大损失值Table 5 Maximum preload loss of high-strength bolts of column-column connection for various magnitudes

图22 PGA=0.51 g 高强螺栓预拉力变化时程Fig.22 Time history of preload of high-strength bolts for PGA=0.51 g

式中：Ki为i震级作用下，试验结构实时割线刚度；Ri为i震级作用下，加载峰值点的最大反力值； ∆i为i震级作用下，加载峰值点的水平位移值。

在PGA=0.07g～0.51g地震作用下，平面框架的刚度分别为：28.38 kN/mm、25.86 kN/mm、23.28 kN/mm、17.22 kN/mm，减震框架刚度均大于平面框架。根据应变变化规律可知，减震框架在PGA=0.07g、0.20g时框架结构部分应变与平面框架在PGA=0.07g时的应变近似，在PGA=0.40g时减震框架框架结构部分应变与平面框架在PGA=0.20g时的应变近似，在PGA=0.51g时，减震框架框架结构部分应变与平面框架在PGA=0.40g时的应变近似，在PGA=0.62g时减震框架框架结构应变与平面框架0.51g时应变近似。因此，减震框架框架部分提供的刚度在PGA=0.07g、0.20g、0.40g、0.51g、0.62g时分别对应为平面框架在PGA=0.07g、0.20g、0.40g、0.51g时的刚度。不同震级作用下减震框架结构的割线刚度如表6所示。

表6 试验结构割线刚度/(kN·mm−1)Table 6 Secant stiffnessof thetest structures

8度多遇地震作用下，减震框架整体刚度为42.32 kN/mm，中间柱无滑移，为减震框架提供刚度13.94 kN/mm，此刚度为中间柱初始刚度。8 度设防地震作用下，减震框架刚度基本无降低，为41.75 kN/mm，中间柱无滑移，提供刚度13.52 kN/mm，为初始刚度的96.9%。8度罕遇地震作用下，中间柱开始滑移耗能，此时中间柱仍为减震框架提供10.54 kN/mm 的刚度，中间柱刚度下降为初始刚度的75.6%。8度(0.30g)罕遇地震作用下，中间柱滑移耗能增大，为减震框架提供6.66 kN/mm 的刚度，螺栓预拉力有所降低，中间柱刚度下降为初始刚度的47.8%。9度罕遇地震作用下，减震框架柱脚进入塑性，刚度下降为23.76 kN/mm，中间柱为减震框架提供刚度6.54 kN/mm，为初始刚度的46.9%。

在整个试验过程中，随着地震等级的增加，中间柱型阻尼器刚度逐渐减小，在滑移摩擦前后均有效的为减震框架提供抗侧刚度，控制结构层间位移角，减少结构损伤。

4.2 耗能能力

4.2.1中间柱滑移

拟动力试验过程中，中间柱型阻尼器滑移情况如图23～图25所示，中间柱滑移时程曲线如图26所示，不同震级下中间柱型阻尼器最大滑移如表7所示。减震框架在8度多遇及设防地震作用下，结构最大位移分别为2.93 mm 和7.30 mm，中间柱型阻尼器未发生滑移，仅提供刚度，控制结构层间位移角。在8度罕遇地震作用下，中间柱型阻尼器摩擦耗能机制顺利启动并开始滑移耗能，最大滑移量为8.44 mm。在8度(0.30g)罕遇及9度罕遇地震作用下，中间柱型阻尼器最大滑移量分别为13.01 mm、23.36 mm，在提供附加刚度的同时滑移耗能。

图23 PGA=0.40 g 时中间柱型阻尼器滑移Fig.23 Slippage of the damper for PGA=0.40 g

图24 PGA=0.51 g 时中间柱型阻尼器滑移Fig.24 Slippage of the damper for PGA=0.51 g

图25 PGA=0.62 g 时中间柱型阻尼器滑移Fig.25 Slippage of the damper for PGA=0.62 g

图26 PGA=0.40 g、0.51 g、0.62 g 中间柱滑移时程Fig.26 Time history of slippage of the damper for PGA=0.40 g,0.51 g,0.62 g

表7 不同震级中间柱型阻尼器最大滑移Table 7 Maximum slippage of the slippage of friction damper for various magnitudes

4.2.2螺栓预拉力

中间柱型阻尼器螺栓采用10.9 s，M16高强螺栓，设计预拉力值为100 kN，表8为不同震级中间柱型阻尼器高强螺栓初始预拉力及其最大损失值，图27为螺栓预拉力损失时程。当PGA=0.07g、0.20g时，阻尼器未产生滑移，螺栓预拉力基本无损失，在地震作用下平衡安装误差、板件间隙并抵抗静摩擦力发生微小变化，最大降低仅0.97 kN，为初始预拉力的0.75%；当PGA 为0.40g时，中间柱型阻尼器开始产生滑移，耗能机制启动，中间柱型阻尼器滑移随水平位移增大而增加，螺栓预拉力损失为3.21kN，较初始预拉力降低了2.84%；当PGA=0.51g时，螺栓最大预拉力损失为8.86 kN，当PGA=0.62g时，螺栓最大预拉力损失为13.03 kN。

在整个拟动力试验过程中，中间柱型阻尼摩擦耗能机制能够顺利启动并随位移变化而进行耗能，螺栓预拉力损失最大为13.03 kN，为初始预拉力的10.47%，可提供稳定压力从而为阻尼器提供稳定摩擦力，试验结束后，螺栓预拉力均大于设计预拉力值，无需更换即可继续使用。

4.2.3中间柱型阻尼器耗能

对中间柱型阻尼器中的摩擦耗能装置阻尼力进行计算，如式(10)：

计算阻尼器在各震级下通过滑移摩擦耗散的能量，如式(11)：

根据滞回曲线运用HAL(byCJD)软件计算滞回环面积近似得到减震框架各个级震级作用下的整体耗能，通过式(10)、式(11)及中间柱滑移时程曲线得到较为准确的不同震级下减震框架中间柱型阻尼器耗能，如表9 所示。当PGA=0.07g～0.20g时，减震框架处于弹性状态，中间柱型阻尼器无滑移，试验结构通过装配构件间错动滑移及中间柱型阻尼器滑移摩擦耗散少量能量。当PGA=0.40g～0.51g时，减震框架仍处于弹性状态，减震框架装配构件随地震响应增加不断变形、错动直至协调，耗散少量能量，中间柱型阻尼器滑移耗散约90%地震能量。当PGA=0.62g时，减震框架柱脚进入塑性，阻尼器螺栓预拉力下降10.47%，试验结构总耗能为16 881.44 J，阻尼器耗能7152.65 J，占比42.37%。

表8 不同震级中间柱型阻尼器高强螺栓预拉力最大损失值Table 8 Maximum preload loss of high-strength bolts of friction damper for various magnitudes

图27 PGA=0.40 g、0.51 g、0.62 g 中间柱高强螺栓预拉力损失时程Fig.27 Timehistory of preload lossof the high-strength bolts of damper for PGA=0.40 g,0.51 g,0.62 g

表9 减震框架及中间柱型阻尼器耗能Table 9 Dissipated energy of shock absorption frame and intermediate column with friction damper

中间柱型阻尼器随地震动响应增加而增大，在小震及中震时提供刚度，控制层间位移角，在大震时不仅提供附加刚度，同时提供稳定耗能，避免或减少结构塑性损伤，具有稳定而良好的耗能能力。

5 结论

通过对芯筒式双法兰刚性连接平面钢框架及其减震框架的拟动力试验研究，对比分析了两榀框架的滞回性能、典型部位应变变化、抗侧刚度、耗能能力等指标，得到以下结论：

(1)PGA=0.07g、0.02g时，中间柱型阻尼器未滑移，仅为减震框架提供刚度，控制层间位移角，初始刚度为13.94 kN/mm，阻尼器螺栓预拉力基本无损失，减震框架柱座处应变大于平面框架，柱脚应变小于平面框架，两框架均处于弹性状态。

(2)PGA=0.40g时，减震框架中间柱型阻尼器开始滑移，不仅为减震框架提供刚度，同时避免或延缓结构进入塑性。中间柱滑移耗能占减震框架总耗能的91.76%，为减震框架提供刚度降低，为初始刚度的75.6%，阻尼器最大螺栓预拉力损失为2.84%。减震框架各个典型部位应变均小于平面框架，平面框架柱脚应变接近塑性。

(3)PGA=0.51g时，中间柱型阻尼器通过滑移耗散90.77%的地震能量，为减震框架提供刚度降至初始刚度的47.8%，平面框架柱脚进入塑性，减震框架整体结构仍处于弹性状态。在PGA=0.62g时，中间柱型阻尼器滑移耗能占减震框架总耗能的42.37%，耗能效果显著，阻尼器螺栓预拉力损失最大为10.47%，刚度降低至初始刚度的46.9%，减震框架柱脚进入塑性。随着地震动等级的增加，中间柱型阻尼器最大滑移量增加，螺栓预拉力损失逐渐增大，中间柱型阻尼器刚度逐渐减小。

(4)在PGA=0.07g～0.62g试验过程中，减震框架及平面框架节点法兰均无滑移及开口，减震框架节点处最大螺栓预拉力损失均小于平面框架。在整个试验过程中，减震框架节点最大螺栓预拉力损失仅为1.64%，平面框架节点最大螺栓预拉力损失为3%，仍与螺栓设计预拉力非常接近，两框架节点抗震性能良好，且减震框架节点抗震性能优于平面框架。

(5)在8度多遇、设防、罕遇地震及8度半罕遇、9度罕遇地震作用下，减震框架中间柱型阻尼器工作性能良好，平面框架及减震框架芯筒式双法兰刚性连接节点抗震性能良好，能够同时实现梁柱的高效连接，结构施工装配现场无焊接工作，施工速度快，能够实现节能、降耗、减排的绿色建筑目标。